電爆炸脈沖電源續流支路振蕩過電流分析

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摘要：研究了金屬絲電爆炸脈沖電源性能測試過程中續流支路的過電流現象。通過理論分析、電路參數測試和仿真計算，得出了續流支路出現過電流的原因。過電流現象是由觸發真空開關特性不理想和電容支路的雜散參數滿足了二階系統的欠阻尼振蕩條件共同造成的。通過在續流支路安裝緩沖電阻，增大二階系統的阻尼比，進而降低了過電流幅值，防止了續流硅堆的損壞。實驗表明，緩沖電阻方案行之有效。

關鍵詞：電爆炸;過電流;脈沖電源;緩沖電阻

中圖分類號：TM89

文獻標識碼：A

DOI： 10.15913/j.cnki.kjycx.2019.11.007

電爆炸是采用合適的高功率脈沖電源向電爆炸負載脈沖放電，使負載在極短的時間內聚集起極高的能量密度[1-2]。當前研究最多的電爆炸負載是金屬絲，在脈沖電流作用下，金屬絲會發生劇烈的相變過程，從固態經液態、汽態向等離子體態迅速轉化。自20世紀50年代以來，金屬絲電爆炸一直是電爆炸研究的熱點之一，對軍事、工農業、醫療等方面均有重要意義[3-7]。

為開展金屬絲電爆炸研究，研制了一套脈沖電源，在該電源的性能測試過程中，出現了會導致續流硅堆損壞的過電流現象。本文通過理論分析、電路參數測試和電路仿真，弄清了過電流的發生原因，采用緩沖電阻增大二階系統阻尼比的方法降低了過電流幅值，保護了續流硅堆。

1 脈沖電源及其放電過程簡析

用于金屬絲電爆炸研究的脈沖電源額定儲能118 kJ、額定電壓13 kV，由高壓充電電源、安全泄放電路、脈沖成形單元和金屬絲電爆炸裝置等部分組成，脈沖電源的電路結構如圖1所示。圖1中，虛線框I為高壓充電電源;UCH為直流電源;KCH為充電開關;DCH為充電隔離二極管;Ⅱ為安全泄放電路;KdiS為安全泄放開關;Rdi。為安全泄放電阻;in為脈沖成形單元;C為脈沖電容器;S為脈沖開關;L為脈沖電感器;D為續流硅堆;Pb+、Pb-依次表示輸出端子的正極和負極;Ⅳ為金屬絲電爆炸裝置;R為其放電等效電阻。

脈沖成形單元是脈沖電源的核心部件，用于產生脈沖電流。脈沖成形單元中，脈沖電容器采用金屬化膜電容器，脈沖電感器采用環氧澆注箔式空心電感器，脈沖開關采用觸發真空開關，續流硅堆采用大功率整流管串聯組件，它們的主要技術參數如表1所示。

基于具有理想開關特性的觸發真空開關（觸發導通、電流過零關斷）和整流管（正向電壓開通、反向電壓關斷）建立脈沖成形單元的放電電路模型，分析脈沖放電過程。如果

令Rz為脈沖成形單元的特征電阻，Rz=2√L/C。

由圖1可知，通過Rz與負載放電等效電阻R的比較，可將脈沖放電分成如下情況：當R>Rz時，為過阻尼放電;當R=Rz時，為臨界阻尼放電;當R

2 續流支路的過電流現象

脈沖電源組建完成后，首先采用模擬負載進行脈沖放電測試，考察其性能。性能測試過程中，脈沖電源的工作電壓由低逐漸升高，測試發現，續流支路電流峰值和其他兩個支路電流峰值不同，續流支路存在過電流的情況，這與前述基于理想開關特性分析的結論存在明顯不同。脈沖電源在工作電壓11kV時經實驗測得的放電電流波形如圖2所示，電感支路電流iL峰值約49.77 kA，電容支路電流ic峰值與iL峰值相同，而續流支路電流iD峰值約為81.85 kA。

根據前述理想開關特性下的脈沖放電過程分析結論，從圖2可以看出如下3個非理想現象：①3個支路電流不僅峰值相差很大，而且還不同時出現，另外iD表現出了一個明顯的過電流現象，iD峰值81.85 kA，明顯高出iL和iC的峰值49.77 kA;②ic出現了一個幅值較大的反向電流，峰值為32.09 kA，且這個反向電流近似于正弦半波;③iD上升初期高出iL的那部分電流，在數值上近似于ic出現的反向電流，且二者沿此時刻電源輸出電流iL的中值水平線近似對稱。

由表1可知，本文中續流硅堆的最大耐受脈沖電流不大于90 kA，而根據圖2所示的放電波形可知，當工作電壓為13 kV時，續流支路電流iD的峰值必然會高出90 kA，這就超出了續流硅堆的電流承受能力，將會損壞器件。因此，必須查清過電流發生的原因，并采取合適的應對措施。

3 過電流成因分析

研究表明，續流支路的過電流現象與觸發真空開關的實際關斷特性、脈沖放電電路雜散參數等有關。

3.1 觸發真空開關的實際關斷特性

由圖2可知，在續流硅堆開通后，觸發真空開關并沒有發生電流過零關斷，而是流通了半個正弦波的反向電流后才關斷。這表明，觸發真空開關表現出的實際關斷特性為“導通后正向電流過零不關斷，反向電流過零關斷”，其實際開關特性并不理想。

3.2 實際電路元件的雜散參數

實際電路元件的雜散參數主要包括：①脈沖電容器的雜散參數，主要有固有電阻、電極的歐姆電阻、局部放電等所消耗的能量;②脈沖電感器的雜散參數，主要包括固有電阻、匝間互感、匝間電容和對地電容等，其中固有電阻用于表征線圈的歐姆電阻損耗和磁通在元件的金屬配件中引起的損耗;③觸發真空開關的雜散參數，主要包括通態電阻和極間電容等，其中通態電阻用于表征開關損耗;④續流硅堆的雜散參數，主要包括通態電阻和結電容等，其中通態電阻用于表征器件損耗;⑤傳輸線的雜散參數，主要包括分布電阻、分布電感和分布電容等。

3.3 換路過渡階段與過電流成因分析

根據觸發真空開關實際關斷特性可知，脈沖成形單元的放電過程在RLC放電階段向RL放電階段轉換時出現了一個換路過渡階段。忽略觸發真空開關和續流硅堆的通態電壓以及雜散電容的影響，計入各支路的雜散電阻和電感參數后，換路過渡階段的脈沖放電電路可表示為一個包含多個動態元件和兩個獨立回路的等效電路，如圖3所示。

使用LCR測試儀測量了脈沖成形單元的相關元件和線纜，得到了其電容支路和電感支路的等效電路，參數如表2所示。表2中等效電路參數與圖3所示等效電路的元件相對應。需要說明的是，脈沖電源中續流硅堆的陰極端子被用作電容支路和電感支路的結點，陽極端子直接連著電容支路和輸出端子負極板線路的結點，由于續流硅堆的通態電阻和接線電感在量級上遠遠小于其他支路雜散電阻和雜散電感，因此對應于圖3所示電路，LD和RD均可以忽略不計。

由圖3可知，續流支路電流是電容支路電流和電感支路電流之和滿足：

iD （t） =iL （t） -iC （t） （t≥td）

（l）

為了更清晰地解釋續流支路的過電流現象，不妨先假定觸發真空開關換路后不關斷，然后進行換路過渡階段的放電分析。忽略LD和RD的影響，圖3所示電路中A點與0點電位相等，因此可直接將續流支路視為短路。于是，由式（l）可知，iD為2個等效回路的電流分量iDl（圖3中等效回路I的電流，即- ic）、iD2（圖3中等效回路II的電流，即iL）之和，因此分析這2個電流分量的變化規律就可以明確iD的變化情況。

將表2參數代入式（3），并按最大電流工況計算，得到τL=22.65 ms。

由電流iDl和iD2的變化規律可知，換路過渡階段開始后，具有周期衰減振蕩性質的iDl就疊加到iD2上，若滿足Tc/2<τt，則在iDl的振蕩正半周內（也就是ic的振蕩負半周內）的任意時刻，iD都會高于iD2（iL），即續流支路會出現振蕩過電流現象，且iDl越大，Tc越小，振蕩過電流現象越明顯。將觸發真空開關的實際關斷特性考慮在內，則續流支路會出現時長近似等于回路I半個振蕩周期（Tc/2）的正弦半波過電流（即換路過渡階段的時長也等于Tc/2）。

3.4 仿真驗證

根據表2所示的等效參數，在假定續流支路無續流緩沖電阻的條件下，建立脈沖成形單元的兩種放電電路模型，計算驗證前文過電流成因分析結果是否合理。電路模型包括：①基于閉合不關斷脈沖開關建立的脈沖放電電路模型;②基于觸發真空開關實際關斷特性建立的脈沖放電電路模型。

兩種放電電路模型在最大電流工況下的脈沖電流仿真波形如圖4所示，從圖4可以看出：iD較ic和iD高很多（iD峰值為96.67 kA），續流支路過電流現象比較明顯;iD自0升至峰值的過程與ic自正向峰值跌落至反向峰值的過程同步發生;采用閉合不關斷開關時，ic的欠阻尼振蕩現象和iD的疊加振蕩現象更為明顯，更容易認清續流支路出現過電流的原因;因負載電流就是iL，僅監測負載電流不能觀察到脈沖成形單元內部發生的過電流現象。

上述結果表明，本文對過電流成因的分析是合理的。

4 過電流抑制與緩沖電阻設計

4.1 過電流抑制措施

根據圖4可知，最大電流工況下續流支路電流iD峰值會高達96.67 kA，顯然該值超出了續流硅堆的電流能力，因此，需要采取措施，將該電流抑制在續流硅堆能力范圍內。由于續流支路過電流與觸發真空開關的關斷特性和圖3中等效回路I的雜散參數密切相關，因此提出了如下解決思路：使脈沖開關的關斷特性理想化，即使其具有零電流關斷和特性;改變等效回路I的雜散參數，增大該二階電路的阻尼比，將續流支路過電流控制在合理范圍。

改變脈沖開關的關斷特性可以徹底消除續流支路過電流，一個可行方法是為觸發真空開關串聯一組整流管，但該方法的效費比不高。因此首選改變等效回路I的雜散參數的方法，通過增加一個緩沖電阻來增大等效回路I的阻尼比，抑制電流振蕩的幅度，從而降低過電流峰值。

4.2 緩沖電阻設計

緩沖電阻能抑制振蕩，降低超調量。分析認為，安裝在續流支路較為合理，這是因為在續流硅堆導通前（即RLC放電階段），緩沖電阻不參與脈沖放電過程，該電阻不會影響輸出電流的波前和峰值。由于其僅在續流硅堆導通后參與脈沖放電，其消耗電能較小，對系統工作效率和輸出電流波形的影響較小。相比之下，若安裝在電容支路，該電阻全程參與脈沖放電，不僅會使輸出電流波前變長、峰值降低，而且消耗電能也比較大。

在滿足過電流抑制要求條件下，緩沖電阻值應盡量小，以減小其對脈沖放電的影響。在脈沖放電電路計算模型中，當緩沖電阻分別取2 mΩ、4mΩ、8 mQ時，續流支路電流仿真波形如圖5所示。計算表明，緩沖電阻均能達到預期效果，阻值為2 mΩ時，過電流iDl的峰值為90.07 kA;為4mΩ時，過電流iD2的峰值為85.32 kA;為8mΩ時，過電流iD3的峰值為75.53 kA。綜合考慮，本文緩沖電阻設計值取4 mΩ。

緩沖電阻的制作材料除了能承受脈沖電流作用下的電動力和焦耳熱以外，還應盡可能便于電阻小型化和無感設計。經分析和實驗，發現采用某型鐵鎳鉬合金材料制作緩沖電阻較為合適，設計的緩沖電阻（阻值約4.2 mΩ，測量頻率3 kHz）有效長度為80 mm，被安裝在續流硅堆陰極端子一側。安裝緩沖電阻以后的脈沖放電測試表明，緩沖電阻對過電流抑制效果良好，可保證續流硅堆安全工作。脈沖電源在額定電壓和采用短路模擬裝置的工況下放電獲得的電流實測波形如圖6所示，iD峰值約為82.68 kA。

4.3 緩沖電阻對放電效率的影響分析

研究表明，在脈沖成形單元的RLC放電階段緩沖電阻不參與放電，且通常情況下金屬絲電爆炸等效負載阻值比緩沖電阻阻值大很多，因此緩沖電阻對脈沖放電的影響并不大。這里借助仿真舉例觀察，某金屬絲電爆炸裝置的固態負載值為80 mΩ -4 μH，脈沖放電的仿真結果如圖7所示，iPl為無緩沖電阻時的負載電流，iP2為有緩沖電阻時的負載電流，由圖7可知，iPI與iP2波前和峰值均相同，在2ms左右兩個電流的差值最大，最大差值不足0.90 kA。

5 結論

本文研究了電爆炸脈沖電源中續流支路的過電流現象，并提出了過電流的抑制措施。續流支路發生過電流是由觸發真空開關特性不理想和電容支路的雜散參數滿足了二階系統的欠阻尼振蕩條件共同造成，通過在續流支路增加安裝緩沖電阻，增大二階系統的阻尼比，可降低過電流幅值，防止續流硅堆的損壞，提高電爆炸脈沖電源的運行可靠性。

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